浸沒燃燒天然氣加熱裝置燃燒室設(shè)計(jì)優(yōu)化

戎開茹 史永征 菅海瑞 劉蓉

1.北京建筑大學(xué)環(huán)境與能源工程學(xué)院 2.中核能源科技有限公司

浸沒燃燒天然氣加熱裝置是一種新型天然氣加熱裝置，于2017年首次投入天然氣調(diào)壓門站使用，換熱效果滿足設(shè)計(jì)要求[1]。本研究主要結(jié)合裝置實(shí)際運(yùn)行狀況，使用理論分析及數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)研究的方法，對(duì)燃燒室設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化，在保證燃燒穩(wěn)定、完全的前提下，盡可能提高燃燒強(qiáng)度，降低NOx排放，減小燃燒室的尺寸和質(zhì)量，以滿足裝置結(jié)構(gòu)緊湊性的要求，并給出該類型燃燒室設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)及運(yùn)行工況的優(yōu)化參數(shù)，為后續(xù)浸沒燃燒天然氣加熱裝置的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

該加熱裝置基于浸沒燃燒技術(shù)研發(fā)，主要由燃燒系統(tǒng)、換熱系統(tǒng)和控制系統(tǒng)組成，其工作原理如圖1所示。燃燒系統(tǒng)燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔馔ㄟ^鼓泡孔進(jìn)入水浴中，通過氣液兩相流與天然氣換熱盤管強(qiáng)化傳熱，以達(dá)到加熱天然氣的目的。

1 燃燒空間的設(shè)計(jì)

圖2為裝置燃燒原理圖。采用風(fēng)機(jī)前預(yù)混方式將空氣和燃?xì)庠诨旌掀髦谢旌?，同時(shí)搭配電磁比例閥，控制過?？諝庀禂?shù)的穩(wěn)定性，預(yù)混氣通過管道輸送至圓筒形金屬纖維燃燒器腔體內(nèi)，經(jīng)由金屬纖維網(wǎng)孔隙流出并在其表面進(jìn)行燃燒，形成均勻穩(wěn)定的火焰，燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔鈴臒煿芘懦?，作為加熱天然氣的熱源?/p>

圖3為在役燃燒室三維模型示意圖。為了方便計(jì)算分析，本研究選取燃燒區(qū)域煙氣流速最大的出口處流動(dòng)截面A-A的平均速度vf代表煙氣流動(dòng)空間流速。

圖4為燃燒室設(shè)計(jì)計(jì)算示意圖。由圖4可知，燃燒室出口直徑D取決于金屬纖維燃燒器直徑d與燃燒空間的大小，而燃燒空間主要由火焰高度h及煙氣流動(dòng)截面寬度b兩部分決定。由于煙氣流速太小會(huì)增加燃燒室尺寸、太大則會(huì)出現(xiàn)脫火等影響燃燒的現(xiàn)象，所以在設(shè)計(jì)燃燒空間時(shí)，為了保證火焰的充分穩(wěn)定燃燒，確定合適的煙氣流動(dòng)空間流速vf是關(guān)鍵。在確定了火焰高度h和煙氣總流量qv后，通過式(1)、式(2)可以計(jì)算出煙氣流動(dòng)截面寬度b。

(1)

(2)

式中：vf為煙氣流動(dòng)空間的流速，m/s；qv為燃燒室內(nèi)煙氣總流量，m3/h；Fc為煙氣流動(dòng)截面積，m2；d為金屬纖維燃燒器直徑，m；h為火焰高度，m。

2 火焰高度計(jì)算

根據(jù)火焰?zhèn)鞑C(jī)理及燃燒基礎(chǔ)理論計(jì)算公式可得火焰高度計(jì)算關(guān)聯(lián)式，見式(3)[2]：

(3)

式中：Lg、La為燃?xì)夂涂諝饬髁?，由基礎(chǔ)理論計(jì)算所得，m3/s；r為火焰內(nèi)錐體底部半徑，取火孔當(dāng)量直徑為0.001 m；Sn為平均法向火焰?zhèn)鞑ニ俣?，m/s。

由式(3)分析可知，式中重要未知參數(shù)為層流火焰?zhèn)鞑ニ俣萐n，目前還沒有精準(zhǔn)的理論計(jì)算公式用于計(jì)算Sn，同時(shí)，鑒于本研究工況下用實(shí)驗(yàn)方法精確測定Sn的值比較困難，因此，主要使用CHEMKIN軟件來輔助計(jì)算Sn值。本研究主要通過建立預(yù)混火焰?zhèn)鞑ツＰ瓦M(jìn)行求解：①計(jì)算預(yù)混火焰模型的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，即為達(dá)到正常穩(wěn)定燃燒所要求的天然氣量、空氣量以及預(yù)混氣壓力，主要根據(jù)燃燒基礎(chǔ)理論公式進(jìn)行計(jì)算；②利用Spalding理論分析方法建立一維層流火焰?zhèn)鞑ツＰ蚚3]；③利用化學(xué)動(dòng)力學(xué)軟件CHEMKIN計(jì)算Sn值。圖5是裝置在功率為200 kW、過?？諝庀禂?shù)分別為1.3、1.4、1.5、1.6時(shí)的SL值與火焰內(nèi)錐高度的計(jì)算結(jié)果。

3 燃燒室優(yōu)化模擬

3.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

模擬時(shí)需多次改變?nèi)紵抑睆剑w模型無明顯變化，故本研究以在役結(jié)構(gòu)燃燒室直徑D=219 mm作為模型示意。由圖3可以看出：燃燒室筒體整體結(jié)構(gòu)具有對(duì)稱性，矩形多孔板中單孔尺寸小且數(shù)量多；燃燒器表面覆蓋的金屬纖維層是由直徑為20～50 μm的金屬絲燒結(jié)制成的，難以根據(jù)實(shí)際情況建模。因此，為節(jié)約數(shù)值計(jì)算成本，對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行簡化，將金屬纖維層視為多孔介質(zhì)區(qū)域，同時(shí)，考慮到多孔板孔隙率是影響燃燒器表面氣流流動(dòng)形態(tài)的主要參數(shù)，可依據(jù)該參數(shù)進(jìn)行簡化[4-5]，最終簡化為如圖6所示的二維計(jì)算模型。 其主要尺寸見表1。

表1 模型主要尺寸參數(shù)名稱取值參數(shù)名稱取值燃燒室長度/mm600金屬纖維網(wǎng)孔隙率0.90金屬纖維燃燒器直徑/mm79矩形孔板開孔尺寸/mm9×1金屬纖維網(wǎng)覆蓋長度/mm320矩形孔單排個(gè)數(shù)/個(gè)16金屬纖維網(wǎng)厚度/mm2矩形孔板厚度/mm1

采用Meshing軟件劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格類型為四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。經(jīng)計(jì)算，網(wǎng)格數(shù)量為20×104左右，網(wǎng)格質(zhì)量最小為0.5、網(wǎng)格尺寸最小為6×10-4m時(shí)，計(jì)算可實(shí)現(xiàn)與網(wǎng)格無關(guān)。

3.2 計(jì)算模型的選取

本研究中預(yù)混氣整體流動(dòng)為湍流狀態(tài)，僅金屬纖維層的流動(dòng)為層流狀態(tài)。故湍流模型選擇ANSYS FLUENT中推薦使用的RNGk-ε模型[6-7]。預(yù)混燃燒涉及化學(xué)反應(yīng)，而且燃燒器由多孔板與金屬絲網(wǎng)組合，因此認(rèn)為在實(shí)際燃燒過程中是受湍流影響的，遂考慮有限速率/渦耗散模型，該模型受化學(xué)動(dòng)力學(xué)因素的影響，但其對(duì)于多步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理存在結(jié)果不正確的可能性，大多只用于單步或兩步反應(yīng)，無法預(yù)測化學(xué)動(dòng)力學(xué)控制的因素。本研究最終選取EDC模型，將精細(xì)的化學(xué)動(dòng)力學(xué)融入在湍流火焰中，參考文獻(xiàn)[8]中五步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的適用場景為多孔板燃燒，且最終的模擬結(jié)果較好，因此，最終選用EDC模型以及五步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理。氣體輻射模型選用DO模型，NOx模型采用熱力型NOx。為得到更好的收斂效果，選用壓力基求解器SIMPLEC算法，離散格式均選用二階迎風(fēng)離散格式。

3.3 邊界條件

入口邊界條件：選速度入口，速度值為金屬纖維燃燒器徑向出流速度，計(jì)算見式(4)：

(4)

Fp=πdlφ

(5)

式中：vin為金屬纖維燃燒器徑向出流速度，m/s；qv為預(yù)混氣流量，m3/s，根據(jù)燃燒基礎(chǔ)理論計(jì)算所得[2]；Fp為火孔總面積，m2；l為金屬纖維燃燒器長度，指金屬纖維網(wǎng)覆蓋區(qū)域長度，m；φ為金屬纖維網(wǎng)孔隙率。

出口邊界條件：由于燃燒應(yīng)用場景為浸沒燃燒，故煙氣出口有一定的背壓，根據(jù)裝置實(shí)際運(yùn)行狀況可知，水浴高度為0.615 m，水位波動(dòng)幅度約±0.1 m，故設(shè)置出口壓力為7 007 Pa。表2為模擬工況邊界條件。

表2 模擬工況邊界條件工況過?？諝庀禂?shù)CH4體積分?jǐn)?shù)/%O2體積分?jǐn)?shù)/%入口速度/(m·s-1)入口溫度/K出口壓力/PaA1.36.8017.680.973007 007B1.46.3517.781.033007 007C1.56.0017.921.103007 007D1.65.6018.001.173007 007

固壁邊界條件：由于燃燒室浸沒在水中，故將燃燒室水冷壁面設(shè)為對(duì)流傳熱與輻射傳熱的混合邊界條件，環(huán)境溫度設(shè)為水浴平均溫度323 K，剩余壁面均設(shè)置為絕熱條件。

3.4 區(qū)域條件

由于燃燒反應(yīng)發(fā)生在金屬纖維燃燒器表面，故假設(shè)預(yù)混氣和金屬纖維固體滿足熱平衡，選用多孔介質(zhì)單溫度模型，并將多孔介質(zhì)金屬纖維網(wǎng)流體域設(shè)置為層流流動(dòng)。

將金屬纖維網(wǎng)簡化為動(dòng)量源項(xiàng)附加在標(biāo)準(zhǔn)流動(dòng)方程模型中并進(jìn)行簡化，見式(6)：

(6)

低孔隙雷諾數(shù)時(shí)，慣性損失可忽略不計(jì)[9]，源項(xiàng)可簡化為式(7)：

(7)

經(jīng)冷態(tài)測試可知，金屬纖維層黏性阻力系數(shù)為2.11×108s2/m。

3.5 數(shù)值仿真模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所選用模型的準(zhǔn)確性，選擇過?？諝庀禂?shù)分別為1.4、1.5、1.6時(shí)進(jìn)行燃燒模擬，對(duì)比理論燃燒溫度計(jì)算值與模擬計(jì)算燃燒室內(nèi)煙氣最高溫度值、水冷壁面條件下NOx質(zhì)量濃度的實(shí)測值與模擬值，結(jié)果如表3所示。由表3可見，理論燃燒溫度的相對(duì)誤差≤5%，NOx質(zhì)量濃度相對(duì)誤差≤19%，誤差相對(duì)較大，這是因?yàn)槟M計(jì)算NOx質(zhì)量濃度值的點(diǎn)位于燃燒室出口，而實(shí)測點(diǎn)位于煙囪的出口，該處的煙氣是經(jīng)過水浴換熱后的煙氣，有部分煙氣在此換熱過程中會(huì)溶于水，故NOx質(zhì)量濃度模擬值高于實(shí)測值。綜合分析，誤差在工程可接受范圍內(nèi)，模型具有一定可靠性。

表3 功率為200 kW時(shí)燃燒室熱態(tài)模擬結(jié)果驗(yàn)證過?？諝庀禂?shù)燃燒溫度NOx質(zhì)量濃度理論值/K模擬值/K相對(duì)誤差/%實(shí)測值/(mg·m-3)模擬值/(mg·m-3)相對(duì)誤差/%1.41 9321 870416.019191.51 8251 74059.010111.61 7301 65056.578

3.6 模擬結(jié)果及分析

在不同過?？諝庀禂?shù)下燃燒代表著不同的火焰高度工況。因此，本次模擬選定在裝置額定最大設(shè)計(jì)功率為200 kW時(shí)，過?？諝庀禂?shù)分別為1.3、1.4、1.5、1.6的工況下，對(duì)5種不同結(jié)構(gòu)的燃燒室進(jìn)行水冷條件下的優(yōu)化模擬。通過分析比較包含在役結(jié)構(gòu)燃燒室在內(nèi)的5種不同結(jié)構(gòu)燃燒室，在不同過?？諝庀禂?shù)下的出口平均溫度以及CO、NOx的質(zhì)量濃度變化曲線和溫度分布云圖，找出最佳燃燒室結(jié)構(gòu)以及最佳燃燒運(yùn)行工況，并給出設(shè)計(jì)該類型燃燒室時(shí)的過?？諝庀禂?shù)和煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速的推薦取值范圍。

表4為不同過剩空氣系數(shù)模擬工況下不同結(jié)構(gòu)燃燒室對(duì)應(yīng)的煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速。

表4 不同過?？諝庀禂?shù)模擬工況下5種結(jié)構(gòu)燃燒室對(duì)應(yīng)的煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速工況燃燒室直徑/mm煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速/(m·s-1)α=1.3α=1.4α=1.5α=1.61組2192.733.43.82組1983.544.55.23組1844.356.07.04組1745.067.08.55組1676.078.010.0

3.6.1最佳過剩空氣系數(shù)模擬分析

圖7～圖9分別為不同結(jié)構(gòu)燃燒室出口平均溫度、平均NOx質(zhì)量濃度、出口平均CO體積分?jǐn)?shù)隨過剩空氣系數(shù)的變化曲線。

從圖7可以看出，任意過?？諝庀禂?shù)α下，不同結(jié)構(gòu)燃燒室出口平均溫度的差值在10 ℃左右，說明在一定范圍內(nèi)改變?nèi)紵医Y(jié)構(gòu)對(duì)燃燒溫度影響較小，過?？諝庀禂?shù)對(duì)燃燒溫度的影響較大。

從圖8、圖9可以看出：不同結(jié)構(gòu)下，出口平均NOx質(zhì)量濃度隨α增大而減小，但當(dāng)α>1.5時(shí)，NOx質(zhì)量濃度變化幅度減小，說明適當(dāng)增加過?？諝庀禂?shù)，可抑制NOx生成，但抑制效果不明顯；出口平均CO體積分?jǐn)?shù)隨α的變化曲線基本一致；當(dāng)1.3<α<1.5時(shí)，出口平均CO體積分?jǐn)?shù)隨α增大而減?。欢?1.5時(shí)，平均CO體積分?jǐn)?shù)開始增大，這是由于α>1.5時(shí)，燃燒室內(nèi)的溫度較低，不利于CO的轉(zhuǎn)化，說明適當(dāng)增加過?？諝庀禂?shù)有利于CO的轉(zhuǎn)化。

綜上分析可知：綜合考慮過剩空氣系數(shù)對(duì)NOx與CO排放的影響，建議過?？諝庀禂?shù)最佳取值為1.4。

3.6.2煙氣流動(dòng)空間的設(shè)計(jì)流速模擬分析

從圖8、圖9還可以看出：任意過?？諝庀禂?shù)下，出口平均NOx質(zhì)量濃度隨燃燒室直徑的減小而降低，而出口平均CO體積分?jǐn)?shù)隨燃燒室減小而增大，表明在燃燒穩(wěn)定不受影響的情況下，燃燒室尺寸的減小對(duì)NOx的生成起抑制作用，但不利于CO的轉(zhuǎn)化。這是由于燃燒室尺寸減小導(dǎo)致高溫?zé)煔庠谌紵覂?nèi)停留時(shí)間縮短。因此，參考北京市DB11/139-2015《鍋爐大氣污染物排放標(biāo)準(zhǔn)》，鍋爐氮氧化物的排放標(biāo)準(zhǔn)不高于30 mg/m3,CO體積分?jǐn)?shù)不大于500×10-6。在保證燃燒穩(wěn)定、CO的排放在允許范圍內(nèi)、盡量減小燃燒室的尺寸、提高燃燒室熱強(qiáng)度，以及降低NOx排放的燃燒室結(jié)構(gòu)即為最佳設(shè)計(jì)燃燒室結(jié)構(gòu)，則其對(duì)應(yīng)的煙氣流動(dòng)空間流速vf即為推薦設(shè)計(jì)流速。

圖10是α=1.3時(shí)不同結(jié)構(gòu)燃燒室燃燒的溫度分布云圖。結(jié)合圖8、圖9可以看出，隨燃燒室直徑逐步減小，燃燒穩(wěn)定，出口平均NOx質(zhì)量濃度遞減，CO體積分?jǐn)?shù)遞增，但當(dāng)燃燒室直徑減小至167 mm時(shí)，CO體積分?jǐn)?shù)超過出口限定值500×10-6。故此工況下最佳燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速為5.0 m/s。

圖11是α=1.4時(shí)不同結(jié)構(gòu)燃燒室燃燒的溫度分布云圖。由圖11可知，改變?nèi)紵抑睆綍r(shí)，隨著燃燒室直徑的減小，煙氣流動(dòng)空間縮小，流動(dòng)速度增大，發(fā)生脫火現(xiàn)象。結(jié)合圖8、圖9可知，D=184 mm時(shí)，燃燒較為穩(wěn)定，CO排放在標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)，NOx排放最低。對(duì)應(yīng)的煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速為5.0 m/s。

圖12是α=1.5時(shí)不同結(jié)構(gòu)燃燒室燃燒的溫度分布云圖。同上分析，結(jié)合圖8、圖9可知，D=184 mm時(shí)，燃燒較為穩(wěn)定，CO排放在標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)，NOx排放最低。對(duì)應(yīng)的煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速為6.0 m/s。

圖13是α=1.6時(shí)不同結(jié)構(gòu)燃燒室燃燒的溫度分布云圖。結(jié)合圖8、圖9可知，D=198 mm時(shí)，燃燒較為穩(wěn)定，CO排放在標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)，NOx排放最低。對(duì)應(yīng)的煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速為5.2 m/s。

綜上分析可知：在不同過?？諝庀禂?shù)下，最佳結(jié)構(gòu)燃燒室對(duì)應(yīng)的煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速均約為5.0 m/s。因此，針對(duì)浸沒式燃燒-圓筒形金屬纖維燃燒器的燃燒室設(shè)計(jì)，建議煙氣出口流動(dòng)截面速度取值不高于5.0 m/s。

4 結(jié)論

結(jié)合裝置實(shí)際運(yùn)行情況及理論計(jì)算，使用數(shù)值模擬軟件FLUENT對(duì)浸沒燃燒天然氣加熱裝置燃燒室燃燒過程進(jìn)行數(shù)值模擬，得到以下結(jié)論：

(1) 綜合考慮過?？諝庀禂?shù)對(duì)NOx、CO排放以及煙氣出口溫度的影響，建議過?？諝庀禂?shù)取1.4。

(2) 在不同過?？諝庀禂?shù)下，最佳燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的燃燒室出口煙氣流動(dòng)截面速度約為5.0 m/s。因此，針對(duì)浸沒式燃燒-圓筒形金屬纖維燃燒器的燃燒室設(shè)計(jì)，推薦煙氣流動(dòng)空間設(shè)計(jì)流速取值不高于5.0 m/s。